多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比

第32卷第5期煤炭學(xué)Vol.32 No. 52007年5 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYMay2007文章編號:0253 - 993(2007 )05 - 0526 -05多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比于海龍'，劉建忠，張超"，岑可法”(1.中原工學(xué)院能源與環(huán)境學(xué)院，河南鄭州450007; 2.浙江大學(xué)能源清潔利用國家重點(diǎn)實(shí)驗室，浙江杭州310027)摘要:為了考察新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的對比，應用數值模擬的方法，對該新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的氣化進(jìn)行了熱態(tài)數值模擬研究。結果表明，新型水煤漿氣化爐在爐內氣化流場(chǎng)的組織和產(chǎn)出的有效氣成分上均優(yōu)于多噴嘴對置式水煤漿氣化爐，在相同容量的氣化爐內，新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式水煤漿氣化爐對比，碳轉化率高0.75%，水解率高近2.91%，干有效氣成分高5.34%，冷煤氣效率高7.09%，每產(chǎn)出1000 m'有效氣(CO+ H2) 可節省氧氣20m',節省煤36 kg.關(guān)鍵詞:水煤漿;氣化爐;氣化;數值模擬中圖分類(lèi)號: TQ534.4文獻標識碼: AThe gasifying comparison between the multi-nozzle opposition gasifierand a new coal water slurry gasifierYU Hai-long' ，LIU Jian-zhong , ZHANG Chao' , CEN Ke-fa?(1. School of Energy & Enionment, Zhongyuan University of Technology, Zhengzhou 450007, China; 2. State Key Laboratory of Clean Energy Unilization, Zhejiang Unirersity, Hanghou 310027, China)Abstract: In order to compare the new gasifier and the multi- nozzle opposition gasifier ，the numerical simulationmethod at hot state was applied to study the gasifying process both of the new gasifier and the multi- nozzle opposi-tion gasifier. The simulated results show that compared with the multi-nozzle gasifir, the gasifying low field andthe effective gases in the new gasifier is superior. In the gasifier of same capacity, the eficiency of carbon conver-sion of the new gasifier is more about 0. 75%，and percent hydrolysis is more about 2. 91% , while dry efective ga-ses components are more about 5. 34%，and cold gas eficiency is more about 7. 09%，compared with the multi-nozzle opposition gasifier. 20 m' oxygen and 36 kg coal can be saved while 1 000 m' effective gases are produced.Key words: coal water slurry (CWS) ; gasifier; gasification; numerical simulation為說(shuō)明新型水煤漿氣化爐的優(yōu)越性所在，對額定工況下的多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐的氣化過(guò)程進(jìn)行了數值模擬計算，并將數值模擬計算結果進(jìn)行了對比，從流場(chǎng)分布、溫度分布、粗煤氣組成、氣化爐內平均溫度、碳轉化率、水解率、顆粒平均停留時(shí)間、單位產(chǎn)氣氧耗等各個(gè)方面進(jìn)行了詳細的對比說(shuō)明.數值模擬計算中多噴嘴對置式氣化爐的運行工況為:氣化爐容量600 kg/h,氣化壓力4 MPa,煤漿濃度62%，氧碳原子比0.98,單支噴嘴煤漿流量150 kg/h (共4支)，單支噴嘴氧氣流量61.74 m'/h,氣化爐內氧氣總流量246. 96 m/h.數值模擬計算中新型水煤漿氣化爐的運行工況為:氣化爐容量600 kg/h,氣化壓力4 MPa,煤漿濃度62%，氧碳原子比0.959,爐頂噴嘴煤漿流量240 kg/h,爐收稿日期: 2006-07-28責任編輯:柳玉柏基金項目:國家重點(diǎn)基礎研究發(fā)展計劃基金資助項目(2004CB217701)作者簡(jiǎn)介:于海龍(1975-), 男，吉林鎮賚人，博士，副教授. Tel: 0371 - 62506050, E - mail: suningbory@ sohu. com第5期于海龍等:多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比527側單支噴嘴煤漿流量90 kg/h (爐側共4支)，爐頂噴嘴氧氣流量145 m'/h,爐側單支噴嘴氧氣流量24. 17 m'/h,氣化爐內氧氣總流量241. 68 m'/h.1數值模擬的控制1.1計算對象的描述本文進(jìn)行數值模擬計算的物理模型分別為600 kg/h的新型水煤漿氣化爐和600 kg/h的多噴嘴對置式水煤漿氣化爐爐內三維空間.新型水煤漿氣化爐內徑為0.5m,凈爐側噴嘴入口爐爐頂噴嘴入口爐膛 爐側噴嘴入口高1.5m,高徑比為3 (圖1).出口此模型對實(shí)際氣化爐進(jìn)行適當的簡(jiǎn)化處理，將爐膛兩端對流場(chǎng)影響較小的圓角部分去掉，而護側噴嘴入口位置爐側噴嘴將氣化爐視為一個(gè)圓柱狀，這樣:多噴嘴對置式氣化爐新型水煤漿氣化爐入口角度就簡(jiǎn)化了模型網(wǎng)格劃分的麻煩和圖1氣化爐數值模擬計算的物理模型限制，而對實(shí)際數值模擬又不致Fig 1 Gasifier physical model of numerical simulation calculation產(chǎn)生較大的影響.物理模型決定以后，利用四面體和六面體對此模型進(jìn)行了混合網(wǎng)格劃分.1.2計算的數學(xué)模型根據前人的研究成果[1-4)，并總結其優(yōu)缺點(diǎn)，數值模擬計算用的數學(xué)模型采用如下形式.(1)二維流動(dòng)的控制方程 在數值模擬中，流動(dòng)由質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒方程描述.連續性方程(質(zhì)量守恒方程)的-般形式(51為+ d(pu) + (p) + d(puw)= 0.黏性流體的運動(dòng)方程(動(dòng)量守恒方”a3xadu;_ap.otu;。1.a (8u,)程)為N-S方程，其般形式為p本=pf.- a +Haxa, +藏就)0x模擬計算中湍流動(dòng)能的控制采用K -ε黏性湍流流動(dòng)模型[6)，其以張量表示的支配方程的-般形式為(pk) +0(pru) = Caxμe dK)+G -ρε,x(ρe) +(peu) =:(a,ua明)+C, EG. -C20號,式中，p為混合物的密度; u, 為i方向的速度分量; l 為時(shí)間間隔; G為由平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能;Ce, C2。為經(jīng)驗常數，由文獻[6]給出，分別為模型常數C1e =1.42，C2e =1.68; uen為有效黏性.將以上方程加上邊界定解條件,利用有限容積法可求得流場(chǎng)內流體運動(dòng)的瞬時(shí)解，包括流體運動(dòng)的速度分布、壓力分布、湍流強度分布等.(2)輻射模型由于煤漿中存 在煤粉顆粒，其與氣相間的對內、對外輻射不容忽視，綜合考慮選用燃燒計算常用的P-1輻射模型17.8]，P-1 輻射模型是P- N模型的最簡(jiǎn)單情況，輻射流量為q. =- VC/[3(a +σ.) - Co,].(1)其中，C為人射輻射; a為吸收系數; σ, 為散射系數; C為線(xiàn)性各向異性相函數系數(詳見(jiàn)后面闡述).如果引入參數I,則I=1/[3(a+σ,) -Co.],則式(1)可簡(jiǎn)化為q, =-rVG.(2)對于G的傳輸平衡方程可表示為V(IVG) -aG +4aoT*= Sc,(3)其中，σ為斯蒂芬-波爾茲曼常數; Sc 為用戶(hù)定義的輻射源相，對于水煤漿氣化過(guò)程的數值模擬，由于沒(méi)528炭學(xué)報2007年第32卷(3)，得Vq, = aG - 4aoT*.(4)則式(4)可以直接帶人能量方程來(lái)計算熱輻射.(3)水分蒸發(fā)的處理通常在進(jìn)行水煤漿滴水分蒸發(fā)計算時(shí)，可以應用Spalding的水滴蒸發(fā)理論來(lái)建立蒸發(fā)過(guò)程的數學(xué)模型(9].對于水煤漿氣化過(guò)程，由于爐溫較高，水分蒸發(fā)迅速，其水分蒸發(fā)時(shí)間占燃盡時(shí)間的比例很低，在1%的數量級[10]，因此，在對水煤漿氣化過(guò)程進(jìn)行數值模擬計算時(shí)，可以認為水分-進(jìn)入氣化爐就立刻蒸發(fā)完畢，但其蒸發(fā)所需汽化潛熱應包括在整個(gè)計算過(guò)程中.(4)揮發(fā)分析出模型由H. Kobayashi 等人”1提出的用2個(gè)平行的、互相競爭的-級反應來(lái)描述揮發(fā)分的析出過(guò)程比較合適，即2個(gè)平行的反應同時(shí)將煤的一部分(ax, a2)熱解成揮發(fā)分V和V2,另一部分則變成炭R和R.這個(gè)模型的特點(diǎn)認為存在著(zhù)2個(gè)不同活化能: E和E,以及2個(gè)不同的頻率因子K,和Kop的熱解反應，且認為E>E，Ko2> Ko.根據文獻[11],對于煙煤，當取E =74 kJ/mol, E2=250 kJ/mol, Ko1 =3.7x10'/s, Kq=1.46x10'/s, a;=0.38, a2 =0.8,則能取得比較好的結果.其析出揮發(fā)分的質(zhì)量m, (1) 可由下式求得( 各量全部為分析基數據)m,(t) .(1 -f.o)mpo -m。; = [i(ak, +ak)exp[ - [(n +.)由]1d,(5)式中，m, (1)為1時(shí)刻已析出的揮發(fā)分質(zhì)量; f.o 為水煤漿中水分和揮發(fā)分總的質(zhì)量分數; m,o為噴射源的初始顆粒質(zhì)量; m.為顆粒的含灰量;后，k后 為2個(gè)反應的反應速率,其中k =3.7x10'exp (-17 700/RT); hz=1.46x10"exp ( -59 800/RT); R為氣體常數; T為反應溫度.(5)焦炭燃燒模型 焦炭燃燒反應不僅在炭的表面進(jìn)行，也可以在炭的內部孔隙中進(jìn)行，高溫時(shí)，受到氧氣向顆粒內部擴散和燃燒產(chǎn)物向顆粒外部擴散的雙重控制，此時(shí)擴散控制占主要地位，因此動(dòng)力-擴散控制的燃燒反應模型更接近于實(shí)際情況12,13].焦炭燃燒后生成的氣相物質(zhì)-部分擴散到空間中，與其他氣相物質(zhì)發(fā)生均相反應，-部分向焦炭?jì)炔繑U散，與焦炭發(fā)生還原反應.1.3邊界條件和計算方法在數值計算中，氧化劑的人口邊界條件選擇速度人口，此時(shí)在進(jìn)行氧化劑人口速度的計算時(shí)應注意壓力和密度、體積的關(guān)系;在確切知道人口尺寸的情況下，應指定入口湍流強度和水利直徑.出口邊界條件可以選擇壓力出口邊界條件，壓力出口需要指定出口處的測量壓力和返流溫度等邊界條件，在確切知道出口尺寸的情況下，應指定出口湍流強度和水利直徑.壁面采用無(wú)滑移邊界條件，熱流密度為0.采用結構化網(wǎng)格，在計算過(guò)程中收斂條件規定各支配方程迭代計算的余量至少小于10~3，而對于能量方程和P-1輻射模型迭代計算的余量至少小于10-6.2數值模擬計算的結果2.1流場(chǎng)分布圖2為多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐內的速度分布等高線(xiàn)和速度矢量.從圖2多噴嘴對置式氣化爐中可以看出，熱態(tài)情況下多噴嘴對置式氣化爐內流場(chǎng)分布與冷態(tài)流場(chǎng)數值模擬計算相似，互相對置的兩對噴嘴射流在相互撞擊后形成了向上和向下的兩股撞擊流股，向上的撞擊流股直接沖向其化爐拱頂，與拱頂撞擊后沿氣化爐爐頂邊壁折返，向下的撞擊流股沿氣化爐中心軸線(xiàn)向下推進(jìn)，速度逐漸衰減，直至氣化爐底部多噴嘴對置式化爐新 型水煤漿”化爐出口上方.向上的撞擊流股對氣化爐拱頂產(chǎn)生一定的沖刷作用，高溫的氣流對氣化爐拱頂耐火磚的直接沖刷將圖2 氣化爐內的速度分布Fig.2 Velocity distribution in the gasifer第5期于海龍等:多噴嘴對置與新型水煤漿氣化爐氣化的對比529壽命產(chǎn)生- -定的影響，折返回流的高溫氣體對氣化爐上部耐火磚也產(chǎn)生了- -定的沖蝕作用，因此也勢必影響耐火磚的使用壽命,進(jìn)而影響氣化爐的安全運行，向下的撞擊流股有可能部分直接沖向氣化爐底部出口，增加了氣化爐內反應物質(zhì)“短路”現象發(fā)生的可能性.而這種情況在新型水煤漿氣化爐中未曾發(fā)現，而且新型水煤漿氣化爐在爐側噴嘴射流下方形成了明顯的折返流區，折返流區體積較大，這對爐側噴嘴射流卷吸周?chē)邷責煔馄鸬搅肆己玫淖饔?，折返氣流加入到撞擊區內，增加了撞擊區內的湍流混合效果，其攜帶的熱量為撞擊區內的著(zhù)火燃燒提供了穩定的熱源，使氣化爐的著(zhù)火更加穩定.因此從熱態(tài)流場(chǎng)分布來(lái)看，新型水煤漿氣化爐在保護爐內耐火磚、抑制“ 短路”現象、著(zhù)火燃燒等方面均在- -定程度上優(yōu)于多噴嘴對置式氣化爐.2.2溫度分布圖3為多噴嘴對置式氣化爐和新型水煤漿氣化爐內的溫度分布等高線(xiàn)和溫度分布灰度.多噴嘴對置式氣化爐爐內平均溫度為1 644.5 K,而新型水煤漿氣化爐內平均溫度為1663.2 K,兩者相比差別不大，但與GE氣化爐相比增加了近100K,這可能對爐內耐火磚的性能要求有所增加，存在一-定不利因素.多噴嘴對置式氣化多噴嘴對置式氣化爐新型水煤漿氣化爐爐內靠近噴嘴出口附近和兩股撞擊流股內的溫度較高，圖3氣化爐內的溫度分布氣化爐拱頂和氣化爐上部靠近邊壁處溫度也較氣化爐內Fig3 Temperature distributing in the gasifer其他位置溫度要高，管流區內溫度分布不夠均勻，回流區內溫度較低，因此這對燃燒著(zhù)火不利，高速?lài)娮焐淞鞑荒芫砦車(chē)邷責煔?，進(jìn)而推遲了著(zhù)火.而新型水煤漿氣化爐管流區、折返流區和回流區內溫度分布比較均勻且溫度較高，這對燃燒和氣化反應均有利.2.3數值模擬表1為GE、多噴嘴對置和新型水煤漿氣化爐出口粗煤氣組成、氣化爐內平均溫度、碳轉化率、顆粒平均停留時(shí)間的數值模擬計算結果對比，其中水解率、干有效氣成分、單位有效產(chǎn)氣氧耗和煤耗、單位有效產(chǎn)氣節氧量和煤量是對數值模擬計算結果分析得到的.表1 GE、 多噴嘴對置和新型水煤漿氣化爐數值模擬計算結果對比Table 1 The comparison of numerical simulation for the GE, the multi-nozzlesopposition gasifer and a new coal water slurry gasifier氣化爐型(氣化壓力為4.0 MPa)項目GE氣化爐φ(CO)43.1346.84φ(H2)19.7421.7723. 43出口煤氣組成/%φ(CO2)19.5915.5511.46o(H20)22.5419.5018.25φ(CH2)0.040.02φ(02)≈00.01爐內平均溫度/K1572. 01644.51 663.2碳轉化率/%95. 1097.1497.89顆粒平均停留時(shí)間/s6. 0456. 2516. 976水解率/%47.5354.6157.52干有效氣組成/% :74. s580.6285. 96單位有效產(chǎn)氣氧耗(每1 000 m'的CO+ H2的耗氧)/m’41038(360單位有效產(chǎn)氣煤耗(每I 000 m2的CO+ H2的耗煤)/kg618514單位有效產(chǎn)氣節省氧氣量/%07.3212. 2011.0016 83530煤炭學(xué)報2007年第32卷由表1可以明顯看出，多噴嘴對置式氣化爐與GE氣化爐相比存在較大的優(yōu)越性，而新型水煤漿氣化爐與多噴嘴對置式氣化爐相比，在水解率、干有效氣組成、單位有效產(chǎn)氣氧耗和煤耗等方面也存在較大優(yōu)勢.因此通過(guò)數值模擬計算的結果表明，新型水煤漿氣化爐與其他2種形式的水煤漿氣化爐相比，其優(yōu)越性非常明顯.3結論(1)水煤漿氣化過(guò)程可以很好地利用非預混燃燒方法進(jìn)行數值模擬計算研究.(2)通過(guò)對GE氣化爐、多噴嘴對置式水煤漿氣化爐的數值模擬計算結果的對比表明，多噴嘴對置式氣化爐較GE氣化爐干有效氣成分提高5. 07%，碳轉化率提高2.04%，水解率提高7. 08%，單位有效產(chǎn)氣氧耗節省約7.32%，單位有效產(chǎn)氣煤耗節省約11. 00%.(3)新型水煤漿氣化爐較多噴嘴對置式氣化爐干有效氣成分提高5. 34%，碳轉化率提高0.75%，水解率提高2.91%，單位有效產(chǎn)氣氧耗節省約5. 26%，單位有效產(chǎn)氣煤耗節省約6. 55%.(4)從熱態(tài)數值模擬計算結果來(lái)看，新型水煤漿氣化爐的優(yōu)勢不言而喻，且新型水煤漿氣化爐若采用筆者自行研制的新型水煤漿氣化噴嘴'4*15,其成本將會(huì )大幅降低.參考文獻:[1] 王輔臣，劉海峰，龔欣，等.水煤漿氣化系統數學(xué)模擬[J]. 燃料化學(xué)學(xué)報, 2001, 29 (1): 33 ~38.[2]于海龍，趙翔，周志軍，等氧煤比對水煤漿氣化影響的數值模擬[J]. 煤炭學(xué)報, 2004, 29 (5): 606 -610.[3]于海龍，趙翔， 周志軍,等煤漿濃度對水煤漿氣化影響的數值模擬[J].動(dòng)力工程，2005, 25(2): 217 ~220,238.[4] 于海龍，趙翔，周志軍，等.氧碳原子比和水煤漿質(zhì)量分數對水煤漿氣化影響的數值模擬[J]. 燃料化學(xué)學(xué)報,2004, 32 (4): 370~374.[5]費祥麟.高等流體力學(xué)[M].西安: 西安交通大學(xué)出版社，1995.[ 6] Choudhury D. Introduction to the renormalization group method and turbulence modeling [M]. Lebanon New HampshireUSA: Fluent Ine, 1993. TM ~ 107.[7]Cheng P. Two - dimensional radiating gas flow by a moment method [J]. AIAA Joumal, 1964 (2): 1 662 ~1 664.[8] Siegel R, Howell J R. Thermal radiation heat transfer [ M]. Washington D C: Hemisphere Publishing Corporation, 1992.15 ~ 256.[9] Spalding D B. Convective mass transfer [M]. London: Edward Armald Ltd., 1963.[10] 岑可法，姚強，曹欣玉，等煤漿燃燒、流動(dòng)、傳熱和氣化的理論與應用技術(shù)[M].杭州:浙江大學(xué)出版社，1997.[11] Kobayashi H, Howard J B, Sarofim A F. Coal devolatilization at high temperatures [A]. In 16th Symp. (Int'l.) on Com-bustion [C]. Tokyo: The Combustion Institute, 1976. 1 303-1 317.[12]Baum M M, Street P J . Predicting the combustion behavior of coal particles [J]. Combust. Sci. Tech., 1971, 3 (5):231 ~243.[13]Field M A. Rate of combustion of size graded fractions of char from a low rank coal between 1200 ~2000 K [J]. CombustFlame, 1969, 13: 237 ~252.[14]于海龍，張傳名，劉建忠，等.新型水煤漿氣化噴嘴霧化性能試驗研究[J]. 中國電機工程學(xué)報，2005, 25 (22):99 ~ 103.[15] 于海龍，趙翔,周俊虎，等.噴嘴結構對水煤漿噴嘴霧化性能影響的試驗研究[J]. 中國電機工程學(xué)報，2006,26 (14): 80~85.